跨隔完井管柱封隔器中心管斷裂原因分析

呂拴錄，楊向同，馮 春，竇益華，彭建新，張承武

（1.中國石油大學 材料科學與工程系，北京102249；2.塔里木油田，新疆 庫爾勒841000；3.中國石油集團石油管工程技術研究院，西安710065；4.西安石油大學 機械工程學院，西安710065）①

在塔里木油田，某井酸化施工末期，泵注頂替液期間，套壓突然從30.1MPa升高至43.0MPa，油壓突然從94.0MPa下降至68.6MPa。與此同時，井下傳出類似地震放炮的巨響。隨后油壓和套壓同步降低，現場判斷是油管和套管壓力竄通。起出油管柱發現177.8mm封隔器中心管斷裂，斷裂位置井深4 512.9m，落魚長度428.82m。本文對該井斷裂的封隔器中心管（以下簡稱1＃中心管）和另外一口井用過的同型號封隔器中心管（以下簡稱2＃中心管）進行了對比試驗，并進行受力分析，得到1＃中心管斷裂的原因。

1 斷口宏觀分析

封隔器1＃中心管斷口距插入式密封接頭端面1 505mm，在距封隔器插入式密封接頭端面1m的位置，中心管外壁存在環形損傷槽（如圖1）。

封隔器1＃中心管斷裂位置在螺紋大端消失部位，斷口附近內壁和外壁分別有環形結構加工槽，有50%斷口起源于內壁環形結構加工槽邊緣，整個斷口呈45°（如圖2）。在斷口附近內、外壁環形結構加工槽中間4個均勻分布的液壓孔受拉伸載荷后變為橢圓形，橢圓長軸在縱向，短軸在橫向（如圖3）。斷口形貌表明，封隔器中心管具有過載拉伸和扭轉斷裂的特征。

環形損傷槽是C形卡瓦咬傷的，其中間深度為3.06mm，兩側淺，寬度為50mm；在損傷槽中有1條與中心管C形卡瓦開口位置兩側棱線擠壓變形留下的縱向痕跡（如圖4）。這說明封隔器1＃中心管部位承受了扭轉載荷。該中心管外壁磨損特征表明，在扭轉斷裂之前，中心管與外筒或C形卡瓦之間有相對轉動。

對1＃中心管斷口附近和磨損部位尺寸變化和2＃中心管相同位置的結構尺寸進行了對比分析和測量，如圖5～6及表1。

斷口宏觀分析和測量結果表明：

1） 1＃中心管在斷口上方距插入式接頭端面1m位置外壁被C形卡瓦咬傷的環形槽寬度（50 mm）比C形卡瓦軸向高度（26mm）大24mm，C形卡瓦與中心管相對轉動后在環形損傷槽中留下了明顯的縱向變形痕跡；2＃中心管在相同位置被C形卡瓦夾持痕跡軸向寬度24mm，但沒有周向轉動痕跡。

2） 1＃中心管環形損傷位置有明顯頸縮，內徑比其他位置小6.27mm（81.09～74.82mm），外徑比其他位置小5.92mm（94.90～88.98mm）；2＃中心管對應位置沒有頸縮，內徑為80.69mm，外徑為94.36mm。

3） 試驗結果表明，在整個酸化壓裂過程中1＃中心管與封隔器外筒之間不僅有相對轉動，而且承受了足夠大的拉伸載荷，發生了頸縮變形。

2 材質分析

2.1 化學成分

化學成分分析結果如表2。

2.2 力學性能

中心管材料的拉伸性能試驗結果如表3，其夏比沖擊功試驗結果如表4。

2.3 金相組織

1＃中心管斷口側組織與基體組織均為索氏體，斷口靠外表面組織有變形（如圖7）。夾雜物分析結果如表5。試驗結果表明，失效封隔器中心管金相組織正常。

分析結果表明，中心管材料的性能符合規范要求。

3 中心管的限位方式

從封隔器設計原理可知，在正常使用過程中，中心管與外筒通過C形卡瓦固定，兩者之間不應當發生相對運動；外筒與套管內壁通過卡瓦固定，兩者之間也不應當發生相對運動。

在采用單封隔器的情況下，封隔器膠筒以下內外壓差為0，C形卡瓦以下位置中心管不受軸向載荷。在采用雙封隔器的情況下，上部的封隔器膠筒以下外內壓差不為0，C形卡瓦以下位置中心管會受軸向載荷。

該井采用雙封隔器，上部177.8mm封隔器在C形卡瓦以下位置會受軸向載荷。當管柱內外壓差超過封隔器坐封的內外壓差時，坐封活塞會推動封隔器C形卡瓦沿中心管上移，如圖8所示。由于卡瓦座對C形卡瓦的約束，C形卡瓦會“楔入”中心管，并失去對卡瓦座（外筒）的“限位”作用。此時封隔器上部管柱軸向拉力和跨隔管柱軸向拉力疊加作用在中心管上，容易使中心管過載。

4 管柱受力分析及失效過程

4.1 封隔器中心管失效過程

分析結果表明，1＃中心管為過載拉伸斷裂。該井在酸化施工末期，油壓下降，套壓升高，同時井下傳出類似地震放炮的巨響，這實際是封隔器中心管斷裂發出的響聲。在封隔器斷口上部505mm部位外壁存在縮頸變形和周向磨損痕跡。下面對1＃中心管斷裂、頸縮和磨損失效的先后順序予以分析。

1） 假設封隔器中心管斷裂之后才發生磨損和頸縮變形 如果封隔器中心管先斷裂，隨后中心管與外筒之間會失去徑向約束，當中心管轉動時兩者之間有可能發生周向位移，但此時兩者之間的摩擦力不會太大，不應當在中心管表面產生如此深的損傷痕跡；如果封隔器中心管先斷裂，中心管損傷位置不再承受拉伸載荷，也不會發生拉伸頸縮變形。另外，如果中心管與外筒之間徑向約束沒有失效，轉矩和拉伸載荷不會傳遞到斷裂位置，沒有轉矩和拉伸載荷，該部位不會斷裂。這說明以上假設與實際情況不符。

2） 假設封隔器中心管斷裂之前已經發生嚴重磨損和頸縮 如果封隔器中心管先損傷，說明封隔器外筒與套管內壁卡死，但中心管與外筒之間存在相對轉動。隨著損傷程度逐漸加劇，損傷部位截面減小，承載能力減弱后首先發生頸縮變形，與此同時中心管與C形卡瓦之間的摩擦力也會逐漸減小而失效，最終使轉矩和軸向載荷傳遞到中心管斷裂位置。由于中心管斷裂位置與外筒連為一體，轉矩無法釋放，加之在外螺紋接頭螺紋消失部位有應力集中，而且中心管內外壁均有環形凹槽，壁厚小于其他部位，環形凹槽底部兩側也存在應力集中，當中心管該部位承受的轉矩和拉伸載荷超過其材料強度時會發生斷裂。也即，在整個酸化壓裂過程由于中心管與外筒發生相對轉動后中心管C形卡瓦對應位置首先損傷之后頸縮變形，隨后外螺紋接頭螺紋消失部位才發生斷裂。在拉伸載荷作用下，管柱薄弱環節會首先失效［1－2］，封隔器中心管損傷位置頸縮變形遠大于斷裂位置的頸縮變形，這說明斷裂位置應力集中嚴重。

在封隔器中心管損傷槽中有一條與中心管C形卡瓦開口位置兩側棱線沿順時針和逆時針方向擠壓變形留下的縱向痕跡，這可能是在正反轉扭轉載荷作用下，C形卡瓦開口位置兩側棱線與中心管外壁卡死所致。中心管損傷位置明顯頸縮，中心管斷口為一次性拉伸斷裂。斷口及環形損傷位置頸縮變形特征與此假設一致。

4.2 轉矩來源

4.2.1 井眼全角變化率導致完井管柱承受轉矩

井斜越大，全角變化率越大，完井管柱與套管柱之間摩擦干涉的可能性越大［3－5］；完井管柱與套管柱之間的間隙越小，兩者之間摩擦干涉的可能性越大。最終完井管柱與套管柱之間摩擦干涉會導致完井管柱承受異常轉矩。例如，在全角變化率嚴重的井眼進行起下鉆過程中，經常發生鉆柱自己轉動的現象，這與下鉆遇阻時管柱所受軸向壓力有關。

該井完井管柱下端采用177.8mm和127.0 mm 2個 MHR封隔器，177.8mm 封隔器外徑為144.45mm，長度為3.71m（包括轉換接頭），封隔器位置套管內徑174.4mm；127.0mm封隔器外徑100.58mm，長度4.67m（包括轉換接頭），封隔器位置套管內徑152.5mm。封隔器本身外徑大，剛度大，且外壁有卡瓦牙，在完井管柱下井過程中，封隔器位置更容易與套管內壁發生摩擦干涉。另外，該井4 079～4 179m 井段，全角變化率從0.403°／25m增加至5.205°／25m；在4 179～4 504m井段有2處全角變化率達到了4.969°／25m。該井在4 000～5 000m井段實際全角變化率已經超過了設計要求（≤3.5°／25m）。油管柱下端要通過425 m（4 504～4 079m）全角變化率嚴重的井段，完井管柱與套管柱之間會有摩擦干涉，即，由于油管柱在全角變化率嚴重井段通過而使其承受異常轉矩。

根據Lubinski的推導，通過狗腿度嚴重井段遇阻時管柱承受的轉矩［4］：

式中：Mt為轉矩，N·m；δ為管柱與井壁間的間隙，m，δ＝0.174 4－0.144 5≈0.03m；F為管柱所受軸向壓力，N，F＝3×105N；E為管材的彈性模量，N／m2，E＝2×1011N／m2；I為管柱截面慣性矩，m4，I＝（D4－d4）＝0.049×（0.08894－0.077424）＝0.000 001 5m4。

帶入上式得

4.2.2 上扣殘余轉矩

油管下井采用氣動卡盤、吊卡和液壓鉗上扣，液壓鉗的背鉗和主動鉗之間距離為800mm，氣動卡盤牙板與液壓鉗背鉗牙板之間的距離為500mm。在下油管柱及上扣期間，液壓鉗背鉗和主動鉗之間的扭轉載荷一部分用于油管接頭上扣，還有一部分會被該段油管管體彈性變形吸收。在開始下油管柱及上扣期間，由于管柱較輕，被管體彈性變形吸收的那部分扭轉能量會釋放。隨著油管柱下人深度增加，油管柱重力增加，而且油管柱下部外徑較大的工具部分有可能與套管摩擦，產生一定的阻力，使每次上扣之后由于油管管體彈性變形吸收的那部分扭轉能量無法釋放，當封隔器坐封之后，該部分扭轉能量一直積聚在油管柱上。

該井封隔器中心管環形損傷槽寬度比C形卡瓦軸向高度（26mm）大24mm，環形損傷槽寬度是另外一口井封隔器中心管的2.4倍。這說明該井封隔器斷裂之前中心管與外筒之間已經有24mm相對軸向移動和相對轉動。也即，封隔器中心管在斷裂之前不但承受了反復的扭轉載荷，而且還承受了反復拉伸和壓縮載荷。

4.3 中心管斷裂原因

該井在酸化壓裂注液期間，由于所注液體溫度低于井下溫度，油管柱冷卻后縮短而受拉伸載荷［6－7］，油管柱積聚的扭轉能量會隨著拉伸載荷增加而向下推移，首先使封隔器中心管外壁鎖緊機構損傷失效，最終使封隔器中心管外螺紋消失部位承受轉矩和拉伸載荷。油管柱殘余轉矩隨軸向載荷變化如圖9。由于封隔器外螺紋接頭大端螺紋消失部位和內外表面凹槽部位存在應力集中，最終當扭轉載荷和拉伸載荷之和超過封隔器中心管該部位承載能力時發生了斷裂。

在酸化壓裂停止注液期間，溫度回升后油管柱伸長承受壓縮載荷，中心管反方向移動和轉動，最終使損傷槽深度增加。

該井在泵注頂替液期間封隔器中心管斷裂，這與以上分析結果一致。

5 預防措施

分析結果表明，1＃中心管是在非正常轉動之后才發生損傷和斷裂的。在封隔器受到扭轉載荷之后，中心管與外筒首先發生相對轉動，而外筒與套管內壁之間沒有發生相對轉動。換言之，如果封隔器外筒與套管內壁之間首先發生相對轉動，中心管與外筒就不會發生相對轉動，封隔器中心管也就不會發生損傷和斷裂。這說明中心管與外筒通過C形卡瓦固定后的抗扭能力低于外筒與套管內壁通過卡瓦固定后的抗扭能力。也即，中心管鎖緊機構的抗扭能力不足。

封隔器外筒與套管內壁通過上下兩組（每組6個牙板，每個牙板軸向寬度為85mm）牙型角度相反的卡瓦固定，這種卡瓦結構既可以防止封隔器上下移動，又可以防止封隔器與套管之間發生相對轉動。封隔器中心管C形卡瓦具有倒鉤牙齒，其總軸向高度僅26mm，中心管表面鎖緊部位加工有粗刀痕，在內壓作用下可以上行，不能向下移動。相比而言，中心管C形錐環鎖緊機構的抗扭和抗軸向位移的能力比封隔器外筒鎖緊結構相差甚遠，在承受異常扭轉載荷和拉伸載荷時中心管與外筒之間首先會發生相對轉動和移動。

按照封隔器工作原理，封隔器中心管斷裂部位不應當承受拉伸載荷和轉矩。實際封隔器中心管鎖緊機構失效之后該部位承受了拉伸載荷和轉矩。這說明該井使用的封隔器中心管斷裂之前鎖緊機構也已經失效。因此，要防止封隔器中心管斷裂，首先應當防止封隔器中心管鎖緊機構失效。

6 結論

1） 由于完井管柱溫度效應、膨脹效應和坐封活塞產生的坐封力之和大于封隔器承載能力，首先使封隔器中心管與外筒的鎖緊機構失效，然后發生相對運動。隨后使中心管C形卡瓦鎖緊部位和下端傳壓孔到外螺紋接頭大端螺紋消失部位發生塑性變形，使中心管從該部位斷裂。

2） 封隔器生產廠家應改進產品質量，提高中心管的鎖緊能力。

3） 建議改進酸化壓裂工藝，降低油套管之間的壓差，降低排量。油管柱在下井之后要慢速上、下活動1次（1根油管距離），以便釋放部分殘留轉矩。

6） 今后要進一步研究酸化壓裂工藝對油管柱受力狀態的影響。

參考資料：

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